Capítulo B

COMENTARIOS CAPÍTULO B
ELEMENTOS
En la construcción con elementos de acero conformados en frío los elementos de la sección
transversal de los miembros estructurales son delgados y su relación ancho-espesor es en
general mayor que en las secciones de elementos laminados en caliente. Esos elementos
delgados pueden pandear localmente a tensiones menores que la de fluencia cuando
resultan comprimidos por la flexión, la compresión axil, el corte o el aplastamiento del
miembro estructural. La Figura C-B-1 muestra algunos modelos de pandeo local en vigas y
columnas (Yu, 2000).
En las piezas de acero conformadas en frío el pandeo local de los elementos de la sección
transversal es el criterio de proyecto mas importante, por lo que en su diseño se debe
proporcionar la suficiente seguridad frente a la falla por inestabilidad local considerando
adecuadamente los efectos de la resistencia poscrítica.
El Capítulo B del Reglamento contiene los requerimientos de proyecto para las relaciones
ancho-espesor y las ecuaciones necesarias para determinar el ancho efectivo de elementos
comprimidos rigidizados, elementos comprimidos no rigidizados, elementos con
rigidizadores de borde o rigidizadores intermedios, y almas de vigas. Las especificaciones
para el uso de rigidizadores en barras flexadas se dan en la Sección C.3.6 del Reglamento.
Ala comprimida
Ala comprimida
(a)
A
A
Corte A - A
Figura
(b) C-B-1
Figura C-B-1
Pandeo local de elementos comprimidos
(a) Vigas (b) Columnas
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
19
C-B.1.- LIMITACIONES Y CONSIDERACIONES SOBRE LAS DIMENSIONES
C-B.1.1.- Consideraciones sobre la relación entre el ancho plano de las alas y su
espesor
(a) Máximas relaciones entre el ancho plano y el espesor
La Sección B.1.1(a) del Reglamento contiene limitaciones para las relaciones ancho planoespesor de los elementos comprimidos. En alguna medida esas limitaciones son arbitrarias.
Sin embargo, ellas reflejan una larga experiencia en la construcción de acero conformado en
frío y buscan definir rangos prácticos de dichas relaciones (Winter, 1970).
El límite de 60 para la máxima relación (b/t) en alas comprimidas que tienen un borde
longitudinal unido a un alma y el otro borde rigidizado por un labio simple se basa en el
hecho de que una relación (b/t) mayor a 60 exigiría para la rigidización del ala un labio
simple de altura relativamente grande (Winter, 1970). La inestabilidad local del labio llevaría
a una reducción en la capacidad a flexión de la sección para evitar el prematuro pandeo
local del labio rigidizador. La mayor esbeltez local del labio reduciría la tensión crítica de
pandeo local y por ello la resistencia a flexión de la sección.
El límite de 90 para la relación (b/t) de un ala comprimida con un borde longitudinal unido a
un alma y el otro a un rigidizador mas favorable que el labio simple resulta del hecho de que
alas delgadas con gran relación (b/t) son muy flexibles y por ello expuestas a ser dañadas
en el transporte manipuleo y montaje. La misma razón justifica la limitación de (b/t) = 500
para elementos comprimidos rigidizados unidos por ambos bordes longitudinales a otros
elementos rigidizados y de (b/t) = 60 para elementos comprimidos no rigidizados.
Es de hacer notar que alas anchas no son inseguras pero cuando la relación (b/t) es mayor
que 30 para alas no rigidizadas y mayor que 250 para alas rigidizadas es probable que se
produzcan deformaciones apreciables cuando se alcanza la resistencia de diseño pero sin
afectar la capacidad del miembro para soportar la resistencia requerida. En ambos casos se
define la máxima relación (b/t) como el doble de la relación para la que aparecen las
primeras deformaciones apreciables. Ello está basado en observaciones obtenidas de
ensayos para ambas situaciones. Los límites superiores indicados, generalmente mantienen
las deformaciones dentro de límites razonables. Cuando dichos límites son superados las
grandes deformaciones de los elementos de la sección transversal pueden invalidar las
ecuaciones de diseño establecidas en el Reglamento. Por ello, en estos casos, será
necesario la realización de ensayos de acuerdo a las especificaciones del Capítulo F.
(b) Desplazamiento vertical de las alas
Las vigas que poseen alas excepcionalmente anchas y delgadas pero estables (es decir
alas fundamentalmente traccionadas con relaciones (b/t) elevadas) tienen una tendencia a
desplazarse verticalmente cuando están sometidas a flexión. Las porciones de las alas mas
alejadas del alma (puntas de alas en vigas doble te, porción central de alas en vigas cajón,
galera u omega) tienden a deformarse hacia el eje neutro. Un tratamiento analítico
aproximado del problema fue presentado por Winter (1948 b). La Ecuación (B.1.1-1) del
Reglamento permite calcular el máximo ancho admisible del ala bf en función de un
desplazamiento vertical de las alas cf dado.
Es de hacer notar que la Sección B.1.1(b) no establece un desplazamiento vertical de las
alas admisible. Se puede decir que un desplazamiento vertical del 5% de la altura de la
sección transversal es aceptable en condiciones habituales. En general el desplazamiento
vertical de las alas no es un factor crítico que determine el ancho de las alas. Sin embargo,
cuando la estética de la sección transversal es importante se debe controlar la distorsión
fuera del plano.
En el “AISI Cold-Formed Steel Design Manual” (AISI, 2002) hay ejemplos de diseño con la
consideración del desplazamiento vertical de las alas.
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
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(c) Retardo de corte - Barras cortas que soportan cargas concentradas
En las vigas con formas seccionales poco habituales las tensiones normales en las alas son
inducidas a través de tensiones de corte transferidas desde el alma al ala. Estas tensiones
de corte producen en el ala deformaciones por corte, las que, para las dimensiones
habituales tienen efectos despreciables. Sin embargo, si las alas son muy anchas (en
relación a su longitud) esas deformaciones por corte provocan una disminución de las
tensiones normales de las alas a medida que aumenta la distancia desde el alma. El
fenómeno es conocido como Retardo de corte. Como consecuencia resulta una distribución
de tensiones normales no uniforme a la largo del ala, similar a lo que ocurre en elementos
comprimidos rigidizados (ver Sección B.2 de estos Comentarios), aunque por motivos
totalmente diferentes. Una forma simple de tomar en cuenta esta variación de tensiones es
reemplazar el ala de ancho bf con tensiones variables por una de un ancho reducido (ancho
efectivo) con tensión uniforme (Winter, 1970).
Los análisis teóricos realizados por varios investigadores llegan a resultados numéricamente
diferentes (Roark, 1965). Las especificaciones de la Sección B.1.1(c) se basan en el análisis
y la evidencia experimental obtenida de las mediciones detalladas de tensiones en ensayos
de once vigas (Winter, 1940). De hecho los valores de los anchos efectivos dados en la
Tabla B.1.1(c) del Reglamento han sido tomados directamente de la curva A de la Figura 4
del trabajo de Winter (1940).
Se debe hacer notar que de acuerdo con la Sección B.1.1(c) el uso de un ancho reducido
para alas anchas pero estables solo es requerido para cargas concentradas tal como lo
muestra la Figura C-B.1-1. Como se puede ver en la curva B de la Figura, para carga
uniforme, la reducción del ancho debido al retardo por corte para relaciones ancho-longitud
extremadamente grandes es tan pequeña que es prácticamente despreciable.
Ancho efectivo de cálculo
Ancho real
Para carga uniforme
1,0
B
0,9
0,8
Criterio de diseño
AISI - CIRSOC
A
0,7
Para carga concentrada
0,6
0,5
0
10
L / bf
20
30
Figura C-B.1-1
Curvas analíticas para determinar el ancho efectivo de las alas en vigas cortas
El fenómeno de retardo de corte es particularmente importante en la ingeniería naval y el
proyecto de aeronaves. En las construcciones civiles con elementos de acero conformado
en frío es muy poco habitual que las vigas sean suficientemente anchas y cortas como para
requerir reducciones significativas según lo especificado en la Sección B.1.1(c).
En el “AISI Cold-Formed Steel Design Manual” (AISI, 2002) hay un ejemplo de cálculo al
respecto.
C-B.1.2.- Máxima relación entre la altura del alma y su espesor
En la Recomendación CIRSOC 303 (91) la máxima relación altura-espesor del alma (h/t) se
limitaba a: (a) 150 para almas no reforzadas y (b) 250 para miembros con medios
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
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adecuados para trasmitir al alma las cargas concentradas y/o reacciones de apoyo. Ello
siguiendo las especificaciones AISI anteriores a 1980 utilizadas como base y algunos
estudios posteriores. En base a investigaciones realizadas en la Universidad de MissouriRolla en la década del 70 (LaBoube y Yu, 1978a, 1978b y 1982b; Hetrakul y Yu, 1978, 1980;
Nguyen y Yu, 1978a y 1978b) en la Edición 1980 de la Especificación AISI fueron
incrementadas las máximas relaciones (h/t) a: (a) 200 para almas no reforzadas; (b)260 para
el caso en que se utilicen rigidizadores de apoyo y (c) 300 para el caso en que se utilicen
rigidizadores de apoyo e intermedios. Esas limitaciones de (h/t) son las mismas que
utilizaban en la Especificación AISC 1989 para las vigas de alma esbelta y se han
mantenido en la Edición 2001 de la Especificación AISI y son adoptadas para el Reglamento
CIRSOC 303 EL. En la Edición 1986 de la Especificación AISI se modificó la definición de h
pasando de “ distancia libre entre alas” a “altura de la parte plana del alma medida sobre el
plano del alma”. Por ello puede parecer que la actual limitación es mas permisiva. Sin
embargo un estudio no publicado de LaBoude concluyó que la actual definición de h tiene
una influencia despreciable sobre la resistencia del alma.
Es de hacer notar que el Reglamento CIRSOC 301/05 adopta 260 como límite para almas
sin rigidizadores y la misma definición para h en secciones tubulares con esquinas
redondeadas.
C-B.2.- ANCHOS EFECTIVOS DE LOS ELEMENTOS RIGIDIZADOS
El comportamiento estructural y la capacidad portante de las placas comprimidas rigidizadas
(apoyadas en dos bordes paralelos a la dirección de la fuerza) tales como el ala comprimida
de una sección galera, dependen de la relación (b/t) y de las condiciones de apoyo en
ambos bordes longitudinales. Si la relación (b/t) es pequeña la tensión en el ala comprimida
puede alcanzar la tensión de fluencia del acero y la resistencia del elemento comprimido
está determinada por la fluencia.
a
c
b
d
Figura C-B.2-1
Pandeo local de un ala comprimida rigidizada de una viga galera
Para alas comprimidas con relaciones (b/t) mas elevadas el pandeo local o abolladura
(Figura C-B.2-1) gobernará la resistencia. La tensión crítica de pandeo elástico está dada
por:
2
π2 E  t 
(C-B.2-1)
Fcr = k
 
12(1 - µ 2 )  b 
donde
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
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E = Módulo de elasticidad longitudinal del acero
k = Coeficiente de abolladura de placas (Tabla C-B.2-1)
= 4 para elementos rigidizados uniformemente comprimidos simplemente
apoyados sobre un alma en cada borde longitudinal.
t = Espesor del elemento comprimido.
b = ancho plano del elemento comprimido
µ = Coeficiente de Poisson. Para el acero en período elástico = 0,30
Tabla C-B.2-1
Valores del coeficiente de abolladura k
Caso
Condición de apoyo
Tipo de Tensión
Valor de k para placa
larga
sa
Compresión
4,0
sa
Compresión
6,97
sa
Compresión
0,425
sa
Compresión
1,277
sa
Compresión
5,42
sa
Corte
5,34
e
Corte
8,98
sa
Flexión
23,9
e
Flexión
41,8
sa
(a)
sa
sa
e
(b)
sa
e
sa
(c)
sa
l
e
(d)
sa
l
e
(e)
sa
sa
sa
(f)
sa
sa
e
(g)
e
e
sa
(h)
sa
sa
e
(i)
e
e
Referencias: sa = simplemente apoyado
e = empotrado
l = libre
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23
Cuando la tensión crítica de pandeo elástico calculada con la Ecuación C-B.2-1 supera el
límite de proporcionalidad del acero el elemento comprimido pandea en el campo inelástico.
A diferencia de los elementos estructurales unidimensionales (como las columnas) las
placas comprimidas rigidizadas no colapsan al alcanzarse la tensión crítica de pandeo.
Posterior al pandeo, el elemento puede soportar una carga adicional gracias a la
redistribución de tensiones. El fenómeno se denomina resistencia poscrítica de las placas
comprimidas y es mas importante en los elementos comprimidos rigidizados con relaciones
(b/t) elevadas. El mecanismo del pandeo poscrítico fue tratado por von Karman y Winter.
Por razones de simplicidad se considera una placa cuadrada rigidizada, uniformemente
comprimida en una dirección y con los bordes no cargados simplemente apoyados. Para
facilitar la visualización del fenómeno, se reemplaza la placa por el modelo indicado en la
Figura C-B.2-2. El modelo consiste en un emparrillado de barras longitudinales y
transversales en las cuales se supone concentrado el material de la placa real. Como la
placa está uniformemente cargada, cada uno de los cinco montantes longitudinales
representa una columna cargada con (P/5), siendo P la carga total que actúa sobre la placa.
A medida que la carga aumenta la tensión de compresión en cada uno de los montantes
tiende al valor crítico de pandeo de columna y los cinco montantes tenderían a pandear
simultáneamente si ellos fueran columnas con apoyos simples en sus extremos. Al
aumentar la deformación lateral sin restricciones, los montantes colapsarían al mismo
tiempo. En el modelo utilizado para representar la placa es evidente que eso no puede
ocurrir. Tan pronto como los montantes comiencen a deformarse al alcanzar su tensión
crítica de pandeo, las barras transversales a las cuales están unidos se traccionan y limitan
la deformación impuesta.
B
A
b
D
C
b
Figura C-B.2-2
Modelo para la resistencia de pandeo poscrítica
Los esfuerzos de tracción en las barras transversales del modelo de emparrillado
corresponden a las tensiones membranales de la placa real. Estas tensiones, de la misma
manera que en el modelo, entran en juego apenas las tensiones de compresión producen el
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
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inicio del pandeo. Consisten fundamentalmente en tracciones transversales pero también
en algunas tensiones de corte. Ellas impiden el incremento de las deformaciones de pandeo
o sea tienden a estabilizar la placa frente al incremento de la compresión longitudinal.
En resumen, el comportamiento del modelo es el siguiente:
(a) El modelo no colapsa cuando se alcanza la tensión crítica de pandeo; a diferencia de lo
que ocurre en las columnas en las que la deformación lateral no es restringida. El modelo
desarrollará pequeñas deformaciones pero continuará soportando cargas crecientes
(resistencia poscrítica).
(b) Los montantes tendrán diferentes deformaciones. Los mas próximos al centro tendrán
las mayores deformaciones y no participarán prácticamente en los aumentos de carga
posteriores al pandeo. Incluso hasta podrán transferir a los montantes vecinos parte de su
carga previa al pandeo. Los montantes mas próximos a los bordes apoyados se mantienen
casi rectos por la acción de las barras transversales. Ellos podrán resistir cargas crecientes
con muy poca deformación. Todo ello hace que la tensión de compresión en la placa deja
de ser uniforme y se redistribuye tal como se indica en la Figura C-B.2-3 siendo las
tensiones mayores en los bordes y menores en el centro. A medida que aumenta la carga la
no uniformidad de tensiones se vuelve mas pronunciada. El modelo falla cuando los
montantes mas próximos a los bordes apoyados alcanzan la tensión de fluencia. En la placa
real la falla se produce cuando la fibra de borde alcanza la tensión de fluencia y ya no
admite mas carga. O sea cuando la tensión máxima de compresión en el borde es fmáx = Fy.
f max
be /2
be /2
b
Figura C-B.2-3
Distribución de tensiones en elementos comprimidos rigidizados
La resistencia poscrítica de las placas fue descubierta experimentalmente en 1928 y Th. Von
Karman presento una teoría aproximada en 1932 e introdujo el concepto de “ancho
efectivo”. Desde entonces se la utiliza en el diseño de aeronaves.
El modelo de la Figura C-B.2-2 es representativo del comportamiento de una placa
rigidizada uniformemente comprimida como el ala de una sección galera (Figura C-B.2-1).
Estos elementos pandean realmente en ondas de forma aproximadamente cuadrada.
Las dificultades prácticas que presenta la utilización de una tensión variable en el elemento
se salvan con el artificio del ancho efectivo. Tal como se ve en la Figura C-B.2-3 el esfuerzo
total de compresión en el elemento es igual al área encerrada bajo la curva multiplicada por
el espesor de la placa. El mismo esfuerzo se obtiene considerando una distribución uniforme
de tensiones con el valor correspondiente al borde (fmáx) actuando sobre un ancho efectivo
be menor al real de la placa b.
Se determina el ancho efectivo de tal forma que el área encerrada bajo la curva sea igual al
de dos rectángulos de lados fmáx y be/2.
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
25
Se supone que la parte central del elemento rigidizado uniformemente comprimido, que es la
mas deformada por el pandeo local, deja de colaborar como resistente cuando se alcanza la
tensión crítica ideal.
En la Sección B.2. del Reglamento se presentan ecuaciones de diseño para calcular los
anchos efectivos para los tres casos siguientes:
(1) elementos rigidizados uniformemente comprimidos
(2) elementos rigidizados uniformemente comprimidos con perforaciones circulares
(3) almas y elementos rigidizados con tensiones linealmente variables.
C-B.2.1.- Elementos rigidizados uniformemente comprimidos
(a) Ancho efectivo para la determinación de la resistencia
El ancho efectivo be puede considerarse como el ancho de la placa b para el cual la tensión
crítica de pandeo alcanza la tensión de fluencia. Para una placa rigidizada larga,
simplemente apoyada el coeficiente de abolladura es k = 4.
Luego en el campo elástico y a partir de la Ecuación (C-B.2-1) resulta:
π2 E  t

Fcr = Fy = 4
12(1 - µ 2 )  b e
Cuando be < b



2
la tensión es Fcr
de donde : be = 1,9 t
y resulta
La relación entre be y b puede así plantearse como
E
= C.t.
Fy
b = 1,9.t.
E
Fy
E
Fcr
b e C Fcr
=
b 1,9 Fy
(C-B.2.1-1)
(C-B.2.1-2)
(C-B.2.1-3)
En base a investigaciones realizadas sobre secciones conformadas en frío Winter determinó
que
(a) las Ecuaciones (C-B.2.1-1) y (C-B.2.1-3) eran igualmente válidas cuando la tensión de
borde es fmáx en lugar de Fy

t E 
(C-B.2.1-4)
(b) el coeficiente C podía expresarse por C = 1,9 1− 0,475  

 b  fmáx 

Reemplazando en la Ecuación (C-B.2.1-1) el valor de C dado por la (C-B.2.1-4) y lo indicado
en (a) Winter dio la siguiente expresión para el ancho efectivo:
E 
t E 
b e = 1,9 t.
(C-B.2.1-5)
1− 0,475  

fmáx 
 b  fmáx 
Reemplazando en la (C-B.2.1-5) los valores de t y (t/b) obtenidos de la Ecuación (C-B.2.1-2)
resulta:
be
Fcr 
Fcr 
(C-B.2.1-6)
=
1− 0,25

b
fmáx 
fmáx 
De esta manera la expresión del ancho efectivo proporciona una una resistencia nominal
basada solamente en la tensión critica de pandeo elástica y en la tensión aplicada en la
placa. Investigaciones posteriores (Winter, 1970) permitieron ajustar la Ecuación (C-B.2.1-5)
a valores mas reales:
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
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E 
t E
1− 0,415  
fmáx 
 b  fmáx
b e = 1,9 t.



(C-B.2.1-7)
y consecuentemente
be
=
b
Fcr
fmáx

1− 0,22

Fcr 

fmáx 
(C-B.2.1-8)
Por lo tanto el ancho efectivo be puede determinarse por:
be = ρ.b
(C-B.2.1-9)
donde ρ = factor de reducción
= (1-0,22/ fmáx / Fcr )/ ( fmáx / Fcr ) = (1-0,22/λ) / λ ≤ 1
(C-B.2.1-10)
El factor de esbeltez λ se determina de la siguiente manera:
λ = fmáx / Fcr =
[
]
fmáx 12(1 − µ 2 )(b / t ) 2 /(k.π 2 .E) = (1,052/ k ).(b/t) fmáx / E
(C-B.2.1-11)
La Figura C-B.2-4 muestra la relación entre ρ y λ
1,0
0,9
0,8
0,7
ρ
Ec.C-B.2.1-10
Ec.
C-B2.1-6
ρ=
(1
- 0,22/λ)/λ
≤1
(1
- 0,22/λ)/λ
≤1
ρ=
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
00 0,673
0 673 11
2
3
44
λ
5
66
77
88
λ
Figura C-B.2-4
Relación entre el factor de reducción ρ y el factor de esbeltez λ
Para λ = 0,673 el ancho efectivo es igual al ancho real. Este valor ha sido ajustado
experimentalmente y refleja la condición de pandeo inelástico y la variación de E posterior a
la tensión de proporcionalidad.
Cuando la tensión máxima de borde es la de fluencia (fmáx = Fy) la relación (b/t) límite para
que la placa alcance la fluencia sin pandear se deduce de la Ecuación (C-B.2.1-11) para
(C-B.2.1-12)
λ = 0,673
(b/t)límite = 0,64 k.E / Fy
Este límite es el equivalente al λr de los Reglamentos CIRSOC 301-EL y CIRSOC 302-EL.
Para placas rgidizadas uniformemente comprimidas con los bordes simplemente apoyados
con k = 4 resulta (b/t)límite = 1,28 E / Fy
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
27
De la comparación con los límites λr establecidos en la Tabla B.5-1 del Reglamento
CIRSOC 301-EL y en la Tabla 2.2-1 del Reglamento CIRSOC 302-EL resulta:
•
Tabla B.5-1: Caso 10 y Caso 12 (alas y almas uniformemente comprimidas)
- Para perfiles laminados o formados por unión de chapas planas
λr = 1,49 E / Fy resulta de (C-B.2.1-12) para k = 5,42 que corresponde a un cierto
empotramiento de los bordes (50% de diferencia entre bordes articulados (k = 4) y
empotrados (k = 6,97)
- Para perfil tubular rectangular sin costura λr = 1,40 E / Fy resulta de (C-B.2.1-12) para
k = 4,78 que corresponde a un cierto empotramiento de los bordes (25% de diferencia entre
bordes articulados (k = 4) y empotrados (k = 6,97)
• Tabla 2.2-1 Caso 2b
- Para perfil tubular rectangular con costura λr = 1,30 E / Fy valor prácticamente igual al
establecido para k = 4 . La pequeña diferencia surge del redondeo por transformación de
unidades.
En resumen, los límites establecidos en los Reglamentos CIRSOC 301,302 y 303 para la
esbeltez local de los elementos rigidizados uniformemente comprimidos responden a las
mismas expresiones de base. Las diferencias surgen a partir de las distintas restricciones al
giro de los bordes apoyados de las placas, establecidas experimentalmente en función de
las formas seccionales y su forma de producción. En ese sentido las placas planas de
secciones abiertas conformadas en frío con esquinas redondeadas y ángulos entre placas
que pueden no ser rectos no presentan prácticamente ninguna restricción al giro lo que
justifica la adopción de la condición de giro libre.
Las ecuaciones para determinar el ancho efectivo de placas rigidizadas uniformemente
comprimidas dadas por los Reglamentos CIRSOC 301 Y 302 resultan de las mismas
consideraciones realizadas en párrafos anteriores.
•
CIRSOC 301-EL (Apéndice B)
- Para perfiles laminados o formados por unión de chapas planas. (Ecuación (A-B.5-12))
E 
t E 
b e = 1,91 t.
1− 0,34  

fmáx 
 b  fmáx 
- Para perfil tubular rectangular sin costura (Ecuación (A-B.5-11))
E 
t E 
b e = 1,91t.
1− 0,38  

fmáx 
 b  fmáx 
•
CIRSOC 302-EL (Capítulo 4)
- Para perfil tubular rectangular sin costura igual a CIRSOC 301
- Para perfil tubular rectangular con costura (Ecuación (4.2-7c))
E 
t E
b e = 1,9 t.
1− 0,415  
fmáx 
 b  fmáx



“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
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En lo referente a la tensión fmáx de borde el Reglamento CIRSOC 303 establece:
(a) para barras solicitadas a flexión:
Es la máxima tensión de compresión de la sección efectiva, que puede alcanzar la fluencia
en determinadas condiciones.
(b) para barras solicitadas a compresión:
Es la tensión de pandeo global Fn pues se considera que la falla se produce con la sección
efectiva pandeando globalmente.
(b) Ancho efectivo para la determinación de deformaciones
Las ecuaciones para determinar el ancho efectivo para resistencia, discutidas en la Sección
anterior, también pueden utilizarse para obtener un ancho efectivo bed para determinar
deformaciones. El mismo resulta conservador y está incluido como Procedimiento I en el
Reglamento.
Para elementos comprimidos rigidizados apoyados en un alma en ambos bordes
longitudinales, puede obtenerse una estimación mas precisa del ancho efectivo para la
determinación de deformaciones con las Ecuaciones dadas en el Procedimiento II,
determinadas por un estudio realizado por Weng y Pekoz (1986).
El Proyectista puede utilizar cualquiera de los dos procedimientos.
C-B.2.2.- Elementos rigidizados uniformemente comprimidos con perforaciones
circulares
En los miembros estructurales de acero conformados en frío se realizan a veces
perforaciones en almas y/o alas de vigas y columnas para la colocación de conductos y
tuberías, o por otros motivos constructivos. La presencia de estas perforaciones puede
provocar una disminución de la resistencia de los elementos individuales componentes de la
sección y de la resistencia y rigidez global de los miembros afectados. Dicha disminución
depende del tamaño, forma y disposición de las perforaciones, de la configuración
geométrica de la sección transversal y de las propiedades mecánicas del material.
El análisis exacto y el proyecto de las secciones de acero con perforaciones resulta muy
complejo, particularmente cuando la forma y la disposición de dichas perforaciones son poco
habituales. Las especificaciones de diseño incluidas en la Sección B.2.2. del Reglamento se
aplican a elementos rigidizados uniformemente comprimidos con perforaciones circulares y
se basan en un estudio realizado por Ortiz-Colberg y Pekoz en la Universidad de Cornell
(1981). En publicaciones de Yu y Davis (1973) y Yu (2000) puede encontrarse información
adicional sobre el comportamiento estructural de elementos perforados.
C-B.2.3.- Almas y otros elementos rigidizados con tensiones linealmente variables
Cuando una viga está sometida a momento flector la porción comprimida del alma puede
pandear. La tensión crítica de pandeo elástica teórica para una placa rectangular en flexión
simple se puede determinar con la Ecuación (C-B.2-1) reemplazando la relación anchoespesor (b/t) por la relación altura-espesor (h/t) y adoptando el coeficiente de abolladura
dado en la Tabla C-B.2-1 para apoyos simples: k = 23,9.
En la Recomendación CIRSOC 303(91) y en ediciones de la Especificación AISI anteriores
a 1986 el proyecto de almas de vigas de acero conformadas en frío se basaba en la altura
total del alma con máxima tensión igual a la admisible. La tensión admisible tomaba en
cuenta la reducción por pandeo local y consideraba la resistencia poscrítica a través de la
modificación del coeficiente de seguridad.
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
29
A fines de unificar los procedimientos de diseño para elementos comprimidos de alas y
almas en la Especificación AISI 1986 y ediciones posteriores se adopta el enfoque de “altura
efectiva del alma” en base a estudios de Pekoz (1986) y Cohen y Pekoz (1987).
Las expresiones para calcular los anchos efectivos en almas be1 y be2 para relaciones de
altura externa del alma-ancho externo del ala (ho/bo) menores o iguales a 4 (Ecuaciones
(B.2.3-3) a (B.2.3-5)) asumen que el ala provee una restricción al giro del alma. Numerosos
ensayos realizados entre 1982 y 1997 por distintos investigadores y recogidos por Schafer y
Pekoz (1999) sobre vigas de perfiles C y Z, indican que la aplicación de las mismas
expresiones al caso de (ho/bo) mayor a 4 puede resultar deficitaria. Por ello, y ante la
ausencia de un método preciso para cuantificar la interacción entre ala y alma, se adoptan
las Ecuaciones (B.2.3-6) y (B.2.3-7) desarrolladas por Cohen y Pekoz (1987) para el caso
en que (ho/bo) es mayor a 4 o sea cuando la incidencia del ala sobre el giro del alma es
menor.
Se debe hacer notar que en el Reglamento, siguiendo la Especificación AISI 2001, la
relación de tensiones ψ está definida en valores absolutos. Por ello algunos signos en las
Ecuaciones (B.2.3-2), (B.2.3-3), (B.2.3-6) y (B.2.3-7) están cambiados con respecto a lo
indicado en la AISI 1996.
C-B.2.4.- Almas de secciones C con perforaciones y tensiones linealmente variables
Las especificaciones de diseño del Reglamento se basan en estudios sobre el
comportamiento de elementos de alma bajo flexión simple, corte, pandeo localizado del
alma, combinación de flexión y corte, y combinación y de flexión y pandeo localizado del
alma, realizados en la Universidad de Missouri-Rolla (Shan y otros, 1994; Langan y otros,
1994; Uphoff, 1996; Deshmukh, 1996). Las especificaciones se aplican a agujeros
punzonados en la mitad de la altura del alma o sea en la parte plana mas alejada de los
bordes rigidizados.
Las recomendaciones de diseño se basan en ensayos a escala real realizados sobre vigas
de secciones C con relaciones (h/t) no mayores a 200 y relaciones do/h no mayores a 0,74.
El programa de ensayos consideró solamente almas de vigas con agujeros para pernos
estándar del mercado norteamericano. Esos agujeros son rectangulares, con esquinas
redondeadas, y ejecutados durante el proceso de plegado. Para agujeros no circulares la
especificación relativa al radio de las esquinas busca evitar la concentración de tensiones en
las esquinas del agujero. No fueron ensayadas almas con agujeros circulares y tensiones
linealmente variables, pero conservadoramente se extienden las especificaciones a ese
caso. Otras secciones con agujeros pueden ser evaluados por el método del agujero virtual
equivalente descripto mas adelante, o por ensayos, o por otras especificaciones del
Reglamento.
Basado en estudios de Shan y otros(1994) se ha determinado que la Resistencia Nominal a
flexión de una sección C con un agujero en el alma no resulta afectada cuando (do/h) < 0,38.
Cuando (do/h) ≥ 0,38 la altura efectiva del alma puede ser determinada por el tratamiento de
la parte plana remanente del alma en compresión, como si fuera un elemento comprimido no
rigidizado.
Aunque las especificaciones están basadas en ensayos realizados sobre secciones C de
simple simetría con el agujero del alma centrado a la mitad de la altura de la sección, dichas
especificaciones pueden conservadoramente ser aplicadas en secciones para las cuales la
totalidad de la zona comprimida (sin reducción) es menor que la zona traccionada. Para
secciones que tienen la zona comprimida mayor que la zona traccionada la resistencia del
alma puede ser determinada por ensayos realizados según lo especificado en la Sección
F.1..
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
30
Las especificaciones para agujeros circulares y no circulares también pueden aplicarse para
cualquier modelo de agujeros que encaje dentro de un agujero virtual equivalente. La Figura
C-B.2-5 muestra el b y el d0 que puede ser usado para un modelo de agujero múltiple que
encaje en un agujero virtual equivalente no circular.
b
d0
Figura C-B.2-5
Método del agujero virtual equivalente para múltiples agujeros
La Figura C-B.2-6 indica el d0 que puede ser usado para un agujero rectangular que excede
el límite de (64mmx114mm) pero encaja dentro de un agujero virtual equivalente admisible.
Para cada caso las especificaciones de proyecto se aplican a la geometría del agujero
virtual equivalente y no a las del o los agujeros reales.
Los efectos de los agujeros en la resistencia al corte y al pandeo localizado del alma en las
almas de secciones C se analizan respectivamente en las Secciones C.3.2.2. y C.3.4.2. de
estos Comentarios.
d0
Figura C-B.2-6
Método del agujero virtual equivalente para agujero con dimensiones mayores del
límite
C-B.3.- ANCHOS EFECTIVOS DE LOS ELEMENTOS NO RIGIDIZADOS
Similarmente al caso de los elementos comprimidos rigidizados, en los elementos
comprimidos no rigidizados (un borde longitudinal apoyado y el otro libre) la tensión puede
llegar a la de fluencia si la relación de esbeltez (b/t) es pequeña. Para el elemento no
rigidizado la relación límite para que ello ocurra es mucho menor que para el elemento
rigidizado. Con relaciones (b/t) elevadas habrá pandeo local (Figura C-B.3-1) a la tensión
crítica elástica dada por la Ecuación (C-B.2-1) con un valor de k = 0,425 ≅ 0,43 (Tabla CB.2-1, caso (c)). Para relaciones (b/t) intermedias el elemento pandeará en el campo
inelástico. La Figura C-B.3-2 muestra la relación entre la máxima tensión para elementos
comprimidos no rigidizados y la esbeltez local (b/t). La línea A es el límite de fluencia del
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
31
acero; la línea B representa la tensión de pandeo inelástico y las curvas C y D corresponden
al pandeo elástico. La curva E representa la tensión debida a la resistencia poscrítica del
elemento no rigidizado. Las ecuaciones correspondientes a las curvas A, B, C, D y E fueron
obtenidas de numerosas investigaciones analíticas y experimentales. La Recomendación
CIRSOC 303(91) y ediciones de la Especificación AISI hasta 1986 adoptaron determinadas
ecuaciones para obtener las tensiones admisibles de cálculo con las que se dimensionaban
los miembros de acero conformados en frío con alas no rigidizadas.
Figura C-B.3-1
Pandeo local de un ala no rigidizada comprimida
63,3/ Fy
Fluencia
Fy
144/ Fy
Pandeo
elástico
Pandeo
inelástico
A
b/t = 25
w/t = 25
B
En base a la resistencia posterior al pandeo
Tensión
C
0
10
20
E
D
f cr
30
40
50
60
b/t
w
t
Figura C-B.3-2
Tensiones máximas para elementos comprimidos no rigidizados
La Figura C-B.3-3 muestra la correlación entre ensayos realizados y las tensiones máximas
pronosticadas por las ecuaciones adoptadas por AISI (Yu, 1991). No se utilizaba para los
elementos no rigidizados el concepto de “ancho efectivo” debido a la falta de una exhaustiva
verificación experimental y a la preocupación por las excesivas deformaciones fuera del
plano bajo cargas de servicio.
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
32
1,2
Fluencia
1,0
Pandeo inelástico
A
0,8
σ/Fy
Pandeo elástico
B
0,6
C
0,4
Tensión de pandeo localizado
0,2
D
Tensión de falla
0
0
63,3
50
144
150
100
w F
bt
y
Fy
200
250
t
Figura C-B.3-3
Correlación entre datos de ensayos y valores máximos pronosticados por ecuaciones
AISI
En la década del 70, Kalyanaraman, Pekoz y Winter estudiaron en la Universidad de Cornell
la aplicabilidad del concepto del ancho efectivo a los elementos no rigidizados. Pekoz
presentó la evaluación de los datos de ensayos utilizando k = 0,43 indicando que con la
Ecuación (C-B.2.1-10) desarrollada para elementos comprimidos rigidizados se obtiene un
límite inferior conservador para los resultados de ensayos realizados sobre elementos
comprimidos no rigidizados. Además de determinar la resistencia, el mismo estudio investigó
las deformaciones fuera del plano de los elementos no rigidizados. Pekof presentó los
resultados de cálculos teóricos y los resultados de ensayos realizados sobre secciones con
elementos con (b/t) = 60. Se encontró que la máxima deformación fuera del plano en la falla
puede ser igual al doble del espesor cuando la relación (b/t) se acerca a 60. Sin embargo,
las deformaciones son significativamente menores bajo cargas de servicio. En base a las
investigaciones citadas y a sus conclusiones, AISI desde 1986 adoptó el criterio del ancho
efectivo para los elementos no rigidizados. Ello se refleja en la Sección B.3. del Reglamento.
C-B.3.1.- Elementos no rigidizados uniformemente comprimidos
De acuerdo a lo anteriormente dicho, en el Reglamento se establece que para la
determinación de la resistencia, los anchos efectivos be de los elementos no rigidizados
uniformemente comprimidos se pueden determinar de acuerdo con la Sección B.2.1(a) del
Reglamento pero tomando el coeficiente de abolladura k = 0,43, que es el valor teórico para
placas largas (Tabla C-B.2-1).
Para la determinación de deformaciones los anchos efectivos de elementos no rigidizados
uniformemente comprimidos sólo se pueden determinar por el Procedimiento I de la Sección
B.2.1(b) del Reglamento, dado que le Procedimiento II fue desarrollado exclusivamente par
elementos rigidizados.
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
33
C-B.3.2.- Elementos no rigidizados y rigidizadores de borde con tensiones variables
En miembros con compresión axial y en miembros flexados en los que el elemento
comprimido no rigidizado es paralelo al eje neutro, la distribución de tensiones es uniforme
antes de producirse el pandeo local. Sin embargo, cuando los rigidizadores de borde están
dispuestos hacia adentro o hacia fuera de la línea del ala, la tensión de compresión en el
rigidizador es variable proporcionalmente a la distancia al eje neutro.
Existe muy poca información sobre el comportamiento de elementos no rigidizados
comprimidos con tensiones variables linealmente. Las investigaciones realizadas en la
Universidad de Cornell sobre el comportamiento de los rigidizadores de borde en miemb5ros
flexados, han demostrado que utilizando la ecuación del ancho efectivo de Winter (Ecuación
C-B.2.1-8) con k = 0,43, existe una buena correlación entre la capacidad determinada
mediante ensayos y la capacidad calculada (Pekoz, 1986). La misma tendencia se verificó
para la determinación de las deformaciones. Por ello en la Sección B.3.2. del Reglamento
los anchos efectivos de los elementos no rigidizados y rigidizadores de borde con tensiones
variables linealmente se tratan como elementos uniformemente comprimidos con una
tensión f igual a la máxima tensión de compresión en el elemento.
C-B.4.- ANCHOS EFECTIVOS DE
INTERMEDIO
O UN RIGIDIZADOR DE BORDE
LOS
ELEMENTOS
CON
UN
RIGIDIZADOR
En vigas de acero conformado en frío con secciones tipo galera, cajón o C invertida
(Secciones (3), (4) y (5) de la Figura C-GL-2 de los Comentarios al Glosario) el ala
comprimida esta apoyada sobre las almas a lo largo de ambos bordes longitudinales. En
este caso, si las almas se diseñan adecuadamente, proporcionan una rigidez adecuada a
los elementos comprimidos, impidiendo que sus bordes longitudinales se desplacen fuera
del plano. Sin embargo, en otras formas seccionales, solo uno de los bordes está rigidizado
por el alma, mientras que el otro es soportado por un rigidizador de borde. En la mayoría de
los casos el rigidizador de borde es un labio simple, como en las secciones tipo C o doble te
mostradas en la Figura C-GL-2 secciones (1) y (2).
La eficiencia estructural de un elemento rigidizado es siempre superior a la de un no
rigidizado con la misma relación (b/t), y con un margen considerable, excepto en el caso de
bajas relaciones (b/t) para las cuales el elemento comprimido es totalmente efectivo y
alcanza la fluencia sin pandear localmente. Cuando se utilizan elementos rigidizados con
relaciones (b/t) grandes el material no se utiliza de manera económica, pues una proporción
cada vez mayor (a medida que crece b/t) del ancho del elemento comprimido se vuelve no
efectivo. Sin embargo, en muchas aplicaciones de las construcciones con acero conformado
en frío, como paneles y tableros, se busca cubrir la máxima superficie y es necesario, por lo
tanto, utilizar elevadas relaciones de (b/t). En estos casos, es posible mejorar la economía
de la estructura colocando rigidizadores intermedios entre las almas. Estos rigidizadores
intermedios proporcionan una rigidización óptima si no participan de la deformación en
forma de onda del elemento comprimido. En este caso interrumpen la secuencia de ondas y
las dos fajas a cada lado del rigidizador de deforman fuera del plano independientemente la
una de la otra, deformándose cada una de ellas con un esquema similar al ilustrado en la
Figura C-B.2-1 para un elemento simple rigidizado. Los elementos comprimidos provistos de
estos rigidizadores intermedio se denominan “ elementos con rigidización múltiple”.
En lo que respecta a los requisitos de diseño la Recomendación CIRSOC 303(91) y la
Especificación AISI en las ediciones 1980 y anteriores incluían el mínimo valor del momento
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
34
de inercia del rigidizador para que el elemento pudiera ser considerado rigidizado. Si el
rigidizador real no tenía el momento de inercia requerido la capacidad portante era la del
elemento plano no rigidizado o se debía determinar por medio de ensayos.
La especificación AISI de 1986 y ediciones posteriores incluyeron los requisitos adoptados
en la Sección B.4. del Reglamento para determinar los anchos efectivos de los elementos
con un rigidizador de borde o un rigidizador intermedio en base a las investigaciones de
Pekoz sobre rigidizadores (Pekoz, 1986). Esos requisitos se basan tanto en el pandeo local
crítico como en la resistencia poscrítica, reconociendo de esta manera la interacción entre
las placas. Las especificaciones de diseño permiten considerar elementos comprimidos
parcialmente o totalmente rigidizados utilizando rigidizadores de diferentes dimensiones
(áreas y momentos de inercia).
C-B.4.1.- Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador intermedio
El comportamiento al pandeo de placas rectangulares con rigidizadores centrales fue
estudiado por Bulson (1969). Para el diseño de secciones conformadas en frío con
rigidizadores intermedios la Recomendación CIRSOC 303(91) y la Especificación AISI de
1980 contenían exigencias para el mínimo momento de inercia requerido para el rigidizador,
basadas en la hipótesis de que la rigidez del rigidizador intermedio debía ser el doble de la
de un rigidizador de borde. Investigaciones posteriores realizadas por Desmond, Pekoz y
Winter (1981) desarrollaron expresiones para determinar la rigidez requerida del rigidizador
en base a la geometría de los elementos planos contiguos.
Dado que en algunos casos los requisitos de diseño para rigidizadores intermedios incluidos
en las citadas especificaciones podían resultar excesivamente conservadores, ellos fueron
revisados en base a lo encontrado por Pekoz (1986) en sus investigaciones.
En el método establecido en el Reglamento y en la Especificación AISI 2001 el coeficiente
de abolladura para determinar el ancho efectivo de los subelementos y el área reducida del
rigidizador se calcula utilizando la relación Is/Ia. Is es el momento de inercia real del
rigidizador propuesto y Ia es el momento de inercia necesario para el rigidizador que se
determina con las ecuaciones que resulten aplicables.
C-B.4.2.- Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador de borde
Se utiliza un rigidizador de borde para proporcionar un apoyo continuo a lo largo de un borde
longitudinal del ala comprimida para mejorar la capacidad a pandeo local del ala. En la
mayoría de los casos el rigidizador de borde es un labio simple, aunque es posible utilizar
otros tipos de rigidizadores de borde para secciones de acero conformadas en frío.
Para proporcionar el apoyo necesario al elemento comprimido, el rigidizador de borde debe
ser suficientemente rígido. Si no lo es puede pandear perpendicularmente al plano de la
placa a rigidizar.
En el pasado se han realizado numerosos estudios tanto teóricos como experimentales
sobre la estabilidad local de alas comprimidas rigidizadas por rigidizadores de borde.
Los requerimientos de diseño incluidos en la Sección B.4.2. están basados en
investigaciones sobre elementos totalmente y parcialmente rigidizados dirigidos por
Desmond, Pekoz y Winter (1981) y en estudios adicionales de Pekoz y Cohen (1986).
Dichas especificaciones de diseño se basan en la consideración del pandeo crítico y de la
resistencia poscrítica.
La Sección B.4.2. del Reglamento reconoce que la rigidez necesaria del rigidizador depende
de la esbeltez local (b/t) del elemento rigidizado. En las ecuaciones de k, ds y As se ha
considerado la interacción entre placas así como el grado de apoyo, total o parcial de los
bordes.
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
35
Es de hacer notar que las especificaciones de esta Sección se basan en investigaciones que
solo consideraron la utilización de labios simples y que su extensión a otros tipos de
rigidizadores es puramente intuitiva. El requisito de 140º ≥ θ ≥ 40º como condición para la
validez de las especificaciones de diseño también fue establecido de manera intuitiva.
Los datos de ensayo utilizados para verificar la exactitud del diseño propuesto para los
labios simples rigidizadores fueron recogidos de diferentes fuentes, tanto universitarias
como de la industria norteamericana. Esos ensayos mostraron una buena correlación con
las ecuaciones dadas en la Sección B.4.2.
En los Comentarios de la Especificación AISI de 1996 se prevenía del peligro de usar labios
con relaciones (d/t) mayores de 14 pues en ese caso se podían obtener resultados
deficitarios. Sin embargo el examen de experimentos válidos realizados sobre miembros
flexados (Rogers y Shuster, 1996; Shafer y Pekoz, 1999) y miembros axialmente
comprimidos (Shafer, 2000) con rigidizadores de borde indican que los especificados por el
Reglamento no presentan problemas con altas relaciones (d/t). Existen datos
experimentales que cubren relaciones (d/t) mayores a 35 tanto en miembros flexionados
como axialmente cargados.
En la Especificación AISI 2001 y en el Reglamento se adopta para n una expresión debida
a Dinovitzer (1992) la cual elimina una discontinuidad existente en expresiones adoptadas
en Especificaciones AISI anteriores.
El límite S es la máxima relación (b/t) para que el elemento rigidizado sea totalmente
efectivo equivalente al λr de los Reglamentos CIRSOC 301 y 302 según se analizó en los
Comentarios de la Sección B.2.1..
C-B.5.- ANCHOS EFECTIVOS DE ELEMENTOS RIGIDIZADOS CON MAS DE UN
RIGIDIZADOR INTERMEDIO O ELEMENTOS RIGIDIZADOS EN SUS BORDES Y
CON RIGIDIZADORES INTERMEDIOS
C-B.5.1.- Anchos efectivos de elementos uniformemente comprimidos rigidizados con
mas de un rigidizador intermedio
El problema de determinar la capacidad portante e elementos con rigidizadores intermedios
es complejo. Si el momento de inercia del rigidizador intermedio no es suficiente la onda de
pandeo no se limita a ondas individuales a cada lado del rigidizador sino que tiende a
propagarse arrastrando al rigidizador intermedio, pandeando la placa entera. (Ver Figura CB.5-1).
La Recomendación CIRSOC 303(91) definía (a) el momento de inercia mínimo del
rigidizador intermedio, (b) las condiciones de esbeltez de los subelementos para que los
rigidizadores intermedios fueran efectivos, (c) el espesor del “elemento no rigidizado
equivalente” que reemplazaba al elemento rigidizado. En términos similares se definían las
especificaciones de diseño en la Especificación AISI en versiones anteriores al 2001,
aunque con una expresión distinta para el espesor del elemento equivalente e incorporando
un área reducida para el rigidizador.
En la Especificación AISI 2001, base del Reglamento CIRSOC 303-EL, se plantea otra
forma de definir el diseño, basado en ensayos mas modernos realizados sobre miembros
flexados con múltiples rigidizadores intermedios en las alas comprimidas (Papazian y otros,
1994; Shafer y Pekoz, 1998; Acharya y Shuster, 1998)
“Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío”
COM. Cap.B
36
Subelemento
(a) pandeo local
(b) pandeo distorsional
Figura C-B.5-1
Pandeo local y distorsional en elementos uniformemente comprimidos con múltiples
rigidizadores intermedios
El método está basado en la determinación del coeficiente de abolladura para los dos
posibles modos de pandeo: (a) el pandeo local en el cual el rigidizador no se mueve; (b) el
pandeo llamado distorsional en el cual el rigidizador pandea junto con la placa entera (Ver
Figura C-B.5-1). Los estudios experimentales muestran que el modo de pandeo distorsional
prevalece en secciones con múltiples rigidizadores intermedios.
.
El factor de reducción ρ se aplica sobre el elemento entero (Área bruta del elemento
incluyendo los rigidizadores / espesor) en lugar de hacerlo sólo sobre las porciones planas.
Reduce el elemento entero a un ancho efectivo, el cual ignora la geometría del rigidizador y
el cálculo de las propiedades de la sección efectiva permite que el pandeo distorsional sea
tratado en forma consistente con el resto del Reglamento. El ancho efectivo resultante tiene
que actuar en el baricentro del elemento original incluyendo los rigidizadores. Esto asegura
que no se modifica la posición del eje neutro de la sección, por el hecho de utilizar un simple
ancho efectivo en reemplazo de la geometría mas complicada del elemento con sus
múltiples rigidizadores.
Un posible resultado de esta aproximación es que el ancho plano efectivo calculado (be) sea
mayor que bo. Esto puede ocurrir cuando ρ es cercano a 1 y es debido al hecho de que be
incluye la contribución del área del rigidizador no incluida en bo. El uso de un be mayor que
bo es correcto, siempre que el be calculado se ubique en el baricentro del elemento entero.
C-B.5.2.- Elementos con rigidizador de borde y rigidizadores intermedios
Los modos de pandeo para elementos con rigidizador de borde y rigidizadores intermedios
son: (a) pandeo local del subelemento; (b) pandeo distorsional del rigidizador intermedio; (c)
pandeo distorsional del rigidizador de borde. Ello se muestra en la Figura C-B.5-2.
Si el elemento con rigidizador de borde es grueso (bo/t < 0,328 S) o el rigidizador de borde
es mas largo que lo necesario (Is ≥ Ia, y así k = 4 por las especificaciones de la Sección
B.4.2. del Reglamento) entonces el elemento con rigidizador de borde se comporta como un
elemento rigidizado. En este caso, el ancho efectivo para el pandeo local del subelemento y
para el pandeo distorsional de los rigidizadores intermedios puede ser determinado por las
especificaciones de la Sección B.5.1. Sin embargo el elemento con rigidizador de borde no
Proyecto Reglamento CIRSOC 303-EL
COM. Cap. B
37
presenta la misma restricción al giro que un elemento rigidizado por un alma, y por ello la
constante R dada en la Sección B.5.1. se limita conservadoramente a un valor menor o igual
a 1.
Pandeo local del subelemento
Pandeo distorsional de los rigidizadores
intermedios
Pandeo distorsional del rigidizador de borde
Figura C-B.5-2
Modos de pandeo de un elemento con rigidizador de borde y con rigidizadores
intermedios
Si el elemento con rigidizador de borde es parcialmente efectivo (bo/t > 0,328 S y Is < Ia y así
k < 4 , por las especificaciones de la Sección B.4.2. del Reglamento) el o los rigidizadores
intermedios deberán ser despreciados y se aplicarán las especificaciones de la Sección
B.4.2.. Un análisis elástico del modo de pandeo distorsional para un elemento con
rigidizador de borde y uno o mas rigidizadores intermedios demuestra que la tensión crítica
de pandeo distorsional varía en ± 10% para las dimensiones prácticas de los rigidizadores
de borde e intermedios.
Cuando se aplica la Sección B.5.2.. para la determinación del ancho efectivo de elementos
con rigidizador de borde y con rigidizadores intermedios, un ancho plano efectivo
equivalente be reemplaza al ala rigidizada. Ello se muestra en la Figura (B.5-2). El rigidizador
de borde no debería ser usado en la determinación de la ubicación del ancho efectivo
equivalente (baricentro de la sección entera) pues es el que rigidiza a la sección entera.
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